直流输电中快速直流断路器的重要性和研究_电子/电路_工程科技_专业资料。2012 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 基于 VSC 的直流输电系统中快速直流断路器 的重要性和研究 张祖安 1，黄瑜珑 1，温伟杰 1，高树同 2，刘卫东 1 1.电力
2012 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 基于 VSC 的直流输电系统中快速直流断路器 的重要性和研究 张祖安 1，黄瑜珑 1，温伟杰 1，高树同 2，刘卫东 1 1.电力系统国家重点实验室，清华大学电机系，北京 100084 2.河南平高电气股份有限公司，河南省 平顶山市 467001 摘要：基于电压源型换流的直流输电（voltage source converter HVDC，VSC-HVDC）对直流侧故障尤其是短路 故障非常敏感， 需要有快速直流断路器对短路故障进行切除和隔离， 防止过大的短路电流损坏输电系统。 本文首先 对 VSC-HVDC 直流侧短路故障进行了较为细致的分析，进而论述了快速直流断路器是保证基于 VSC 的多端直流 输电（voltage source converter multi – terminal HVDC, VSC –MTDC）系统稳定可靠运行的关键，并提出了其 对快速直流断路器的参数要求。其次，分析了 ABB 公司最新提出的快速直流断路器的概念设计——混合式直流断 路器的原理，指出了其技术难点和设计思路。 关键词：VSC-HVDC；VSC-MTDC；短路故障；快速直流断路器；技术难点；设计思路 1 引言 随着经济社会的不断发展，煤炭、石油等不可再生能源的过度开发和利用，能源短缺、温室 效应已经成为人类共同面对的严峻问题。为满足进一步发展的要求，对可再生能源的开发和利用 成为很多国家重要战略。欧洲在新能源利用方面有着雄心勃勃的目标，由于欧洲在海上风力发电 技术起步较早并日益成熟，到 2020 年，欧洲计划将其 20%的总能源消耗由新能源代替，其中风 能将占据着很大的比重。欧洲计划其海上风电的装机容量到 2020 年将达到 40GW，到 2030 年将 实现 150GW， 其中 126GW 分布在北欧[1]。 欧共体 2050 路线%的温室气体排放量 。这一宏伟目标更加推动了欧洲开发利用新能源的步伐。我国海上风电 的开发还处于刚起步阶段，但我国的海上风力资源有着极大的开发潜力。中国东部沿海水深 2～ 15m 的海域面积辽阔，可以利用的风能约为陆上的 3 倍，达到 700GW[2]。由于我国沿海城市都较 发达，对电力需求大，因此我国的海上风电离负荷中心近，随着我国海上风力发电技术的成熟， 海上风电必将在我国得到很大的发展。 VSC-HVDC为未来海上风电的发展奠定了基础。 VSC-HVDC的受电端可以是一个弱系统， 适 合在区域边界的弱交流系统联网，其换流站相对于电流源型换流的直流输电（current source converter HVDC, CSC- HVDC）的换流站占地面积小，谐波含量低。并且VSC-HVDC的换流站， 既可以作为整流站运行，又可以作为逆变站运行，且可以方便的实施有功功率和无功功率的快速 控制[3]。海上风电的大力发展，实现大型风电场的互连是必然趋势。在VSC -HVDC的基础上实现 直流互连形成VSC –MTDC可以使得输电系统更加的经济、灵活和可靠。风电场直流互连的优点 包括： 1、提高国家或地区之间的供电安全性，降低了系统运行的风险。 2、实现不同国家和地区之间的电力交易，有助于市场竞争，从而产生更多的经济效益。 3、实现可再生能源的高效整合；降低风力或其他可再生能源的易变性给局部地区供电造成的 波动性，可以将风电系统与水力发电系统互连，提高电力系统对风电的消纳能力。 512 2012 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 图 1.1.1 未来挪威——英国——德国的海上风电直流互连的示意图 4 [ ] 由于VSC-HVDC对直流侧故障非常敏感，特别是直流侧短路故障，一旦发生短路，短路电流 上升速度很快，过大的短路电流若不能及时切除并隔离，会对直流输电系统造成破坏。在VSC -MTDC中发生直流侧短路故障，还可能会造成整个输电系统停运，影响较大。快速直流断路器是 VSC-MTDC的稳定可靠运行的前提，而高压快速直流断路器制造困难，这也是目前阻碍海上风电 快速发展的一个技术难题。ABB公司在2011年提出了一种混合式直流断路器的概念设计，其通态 损耗很低，预计开断电流的时间只需2ms，开断电流的能力为9kA，耐压等级为320kV[5]。 2 直流侧短路故障分析和快速直流断路器的重要性 (1) VSC-HVDC 直流侧短路故障分析 对于双极性VSC-HVDC发生直流侧短路故障情况包括： 1、 正、 负极性直流母线、正极性直流母线、负极性直流母线对地短路。其分别的示意图如下图所示： 图 2.1.1 正、负极性直流母线 正极性直流母线 负极性直流母线对地短路 对于双极性短路故障，其直流母线上电流变化的分析如下三个阶段[6]； 第一阶段：假设VSC-HVDC直流侧两个电容的初始电压均为Uo，输电线路上的电流为Io，电 容离短路故障点的直流线路的等效电感为L，等效电阻为R。若RL/C则可以得到发生双极性短路 故障时第一阶段电容电压和电感电流的值为： U c ? U 0 e ??t sin(?t ? ? ) ? I 0 ??t e sin(?t ) (1) ?C 513 2012 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 IL ? 其中： U 0 ??t I? e sin(?t ) ? 0 0 sin(?t ? ? ) ?L ? R , ?0 ? 2L 1 LC ,? ? 1 R ? ( )2 LC 2 L (2) ?? sin ? ? ? ? , cos ? ? ?0 ?0 若R≥L/C，则Uc和IL均不会出现周期性的振荡过程，Uc的电压不会下降到小于零，此时就 不会存在第二个阶段，直接进入第三阶段。 图 2.1.4 双极性线间短路时第一阶段 第二阶段：经过时间to后，电容电压下降到0且要变为负时，IGBT反并联的二极管导通。此 段时间内电容电压为0， 二极管组成的三条支路上， 每条支路流过的电流 （由于从短路侧流过的电 流比交流侧流入到二极管的电流一般要大的多，暂时不考虑交流侧流入二极管的电流）为： ? t I I d ? L , I L (t 0 )e L 3 (3) U 0?C sin ? ? ?? t0 ? ,? ? arctan( ) ? U 0?C cos ? ? I 0 R 此时流入到二极管的电流很大，二极管极容易过流而损坏。 图 2.1.5 双极性线间短路时第二阶段 假设C=9000uF，L=10mH，R=0.25Ω,Uo =60kV， IL0=300A，得到第一和第二阶段的电感电 流和直流侧电容的波形如下图2.1.6所示，可以发现电感电流在13ms时上升到最大值约为46kA。 50 40 IL/(kA) first phase second phase 30 20 10 0 0 5 10 15 time/ms 20 25 30 60 50 40 Uc/(kV) first phase second phase 30 20 10 0 -10 0 5 10 15 time/ms 20 25 30 图 2.1.6 第一和第二阶段的电感电流和直流侧电容电压波形 514 2012 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 第三阶段：由于换流器已经闭锁，交流侧通过IGBT反并联二极管工作在不可控整流状态。可 以近似地将电容的左侧等效成一个电流源，电流源的值与交流侧的换向电感值和交流电压的值有 关。此时，等效电流源的值的大小若超过二极管的耐受电流的水平会直接导致二极管过热，损坏 二极管。 图 2.2.7 双极性线间短路时第三阶段 由上面的分析可知，发生双极性短路故障时VSC-HVDC的直流侧电流上升速度很快，在13毫 秒的时间内上升了约150倍， 一般在第一和第二阶段时短路电流对系统的危害最大。 过大的短路电 流不仅会损坏换流阀和电缆，还会增加对断路器切除短路电流能力的要求。 当发生正极性对地短路或负极性对地短路时，直流侧上单个电容与直流线路和地构成回路， 该电容迅速放电，短路电流快速上升，与双极性短路时的第一阶段相似，只不过此时只有一个电 容放电，电容值为2C，初始电压值为Uo，由于对地短路时，对地短路电阻值Rg一般为几欧姆～ 几百欧姆之间[7]，因此对地短路电流一般相对于直流线正负极间短路电流要小，但对系统仍然会 产生破坏性。 假设对地短路电阻为Rg=5Ω，此时(R+Rg)L/(2C)，Uc和IL均不会出现周期性振荡，此时： Uc ? CU 0 x2 ? I 0 x1t CU 0 x1 ? I 0 x2t e ? e (4) C ( x2 ? x1 ) C ( x1 ? x2 ) CU 0 x2 ? I 0 CU 0 x1 ? I 0 IL ? x1e x1t ? x2 e x2t (5) ( x1 ? x2 ) ( x2 ? x1 ) x1 ? ? Rg ? R 2L Rg ? R ? Rg ? R 2L Rg ? R ? 1 2 LC 其中： x2 ? ? 2L ? 2L ? 1 2 LC 得到Uc/2和IL的波形如下图2.2.10所示，可以发现对地短路时，电感电流在7ms时上升最大值 为5.2kA左右，电流值上升了将近17倍。 30 28 Uc/2(kV) 26 24 22 20 18 0 5 10 15 20 t/ms 25 30 35 40 6 5 4 IL(kA) 3 2 1 0 0 5 10 15 20 t/ms 25 30 35 40 图 2.2.10 双极 VSC-HVDC 对地短路时单极电容电压和电感电流的波形 在VSC-HVDC中， 直流侧短路故障若不能在很短的时间内及时切除并隔离可能会对系统造成 515 2012 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 损坏，而在VSC-MTDC中单根直流线路的短路故障还会造成整个系统的瘫痪。 (2) 快速直流断路器在 VSC-MTDC 中的重要作用 高压快速直流断路器是建设大规模VSC - MTDC的前提。以下图10为例进行分析： 当直流线上发生故障时， 若能够及时地利用该直流线路上两端的高压快速直流断路器切除 故障，并隔离故障点和换流器，可以避免故障点对换流器和交流系统产生影响，同时该故障切除 后系统仍能正常工作，直流线仍能正常运行。 若没有快速直流断路器，直流 侧故障对VSC-MTDC会产生很大的影响，尤其是直流侧的短路故障。一旦直流侧发生短路事故， 由于VSC-MTDC直流侧的电抗较小，短路电流上升速度很快，会迅速馈入到整个输电系统，导致 直流电压跌落；若不能在一定时间内切除短路电流，短路电流还会损坏电缆和换流器等设备。 若直流侧没有快速直流断路器，则直流侧故 障只能通过交流侧的交流断路器来切除。 例如， 直流线发生短路故障， 所有换流器的直流 侧电容将通过短路故障点放电，放电的快慢与电容到故障点的直流线路的长度有关，线路越长放 电速率越慢。当线路上检测到大的电流时，只能先闭锁线路两端的换流器，跳开换流器的交流侧 的交流断路器，从而切除线路上的故障电流。 图 2.2.1 含有 DC-Breakers 的 VSC-MTDC 示意图 由于每个换流器的直流侧电容对短路故障点 均有放电通道，最终所有换流器会闭锁，所有设在换流器的交流侧的交流断路器会断开，整 个直流系统因此而全部停止运行。这对于小型的 VSC-MTDC 电网，因为其影响范围较小，或许 还可以接受。 但对于大型 VSC-MTDC， 一旦其由于在直流侧发生短路故障而导致整个系统瘫痪影 响太大； 如海上风电与陆地上的电力系统组成的输电容量较大的 VSC-MTDC， 一旦整个输电系统 停止运行对陆地上的电力系统将产生很大冲击，这是人们不能接受的。 然而若能在换流器未闭锁前，直接通过断开线 两端的快速直流断路器，切断短路电流， 使得故障点和换流器能迅速隔离，则短路故障不会对其余线路和换流器产生影响，系统依然可以 正常运行。因此 VSC-MTDC 在未来的大规模发展一定是建立在其稳定可靠的基础上的，而这其 中高压快速直流断路器起到了关键的作用。 3 3.快速直流断路器技术研究和设计思路 (1) 快速直流断路器的技术研究 目前已有的弹簧机构或液压机构的机械式断路器开断电流的时间需要几十毫秒。不能满足未 来 VSC-MTDC 的要求，由电力电子器件构成的固态开关，如采用多个 IGBT 串联的 IGBT 开关， 开断电流的时间为微秒级，能迅速切断短路电流。然而由多个 IGBT 串联的 IGBT 开关通态损耗 很大。如电压等级为 4500V 的单个 IGBT，导通压降可以达到了 3.3V 左右。倘若一根 320kV 的 直流输电线路，线路两端串联的 IGBT 开关每台需要至少 72 个 IGBT 串联（考虑线路会出现一定 的过电压时，数量还要更多） ，那么单台 IGBT 开关的导通压降约为 238V，两台 IGBT 开关的导 516 2012 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 通损耗至少占线%！ 过大的通态损耗还增加了对散热系统 的投资。 图 3.1.1 一台由多个 IGBT 串联的 IGBT 开关 机械式高压直流断路器的开断电流的时间为几十毫秒无法满足 VSC-HVDC 对直流侧短路电 流的开断要求，然而其接触电阻只有几μΩ，导通损耗要小的多。为了同时利用 IGBT 开关开断 电流的速度快和机械式开关导通损耗低的优点， ABB 公司提出了一种混合式直流断路器[8] （目前 还没有产品出现） 。 图 3.1.2 混合式直流断路器原理图 其基本思想是：当直流线路正常运行时，主直流开关（Main DC Breaker）处于断开状态，快 速隔离开关（Fast Disconnector）和辅助直流开关（Auxiliary DC Breaker）导通并流过线路上的直 流电流。当检测到直流线路发生短路时，首先导通主直流开关，关断辅助直流开关，线路上的电 流转移到主开关上，辅助直流开关承受主直流开关的导通电压，一般小于 1kV，属于其耐受范围 内。由于快速隔离开关此时流过的电流为零，快速隔离开关迅速打开。当快速隔离开关打开后， 主直流开关断开，电流限制电感（Current Limiting Reactor）中的能量通过与主直流开关并联的氧 化锌避雷器吸收，短路电流下降。当故障电流下降到零时，打开剩余的直流开关（Residual DC Current Breaker）将故障和换流器隔离，防止避雷器热过载。由于主直流开关一般只有在发生直流 侧故障时导通，因此其不需要散热系统。辅助开关导通电压是一个 IGBT 和反并联二极管的导通 电压之和约为 7V， 当直流线路正常运行时流过的电流为 2kA 时， 其导通损耗为 14kW，只需要小 型的散热装置。 图 3.1.3 是混合式直流断路器应用在 VSC-HVDC 中切断直流侧短路故障的示意图和开断过程 中电压和电流的随时间的变化关系图。开断直流侧短路故障的时间包括：发生故障时，直流侧电 流上升时间、断路器断开时间和短路电流通过避雷器的能量吸收时间。其中对混合式直流断路器 的参数要求与直流侧电感值的大小有重要关系。 517 2012 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 图 3.1.3 混合式直流断路器在 VSC-HVDC 切除直流侧短路故障示意图 当 VSC-HVDC 发生直流侧故障，由于换流器还未闭锁，直流侧相当于一个恒压源，电压值 等于线路的输电电压。此时若忽略线路电阻，则故障电流呈线性上升，电流上升的速度主要取决 于直流侧电感值的大小。假设混合式直流断路器的开断电流的时间固定，若电感值很大，则电流 上升速度慢，对其开端电流的能力的要求可以适当降低，这样其成本也可以降下来；然而电感值 越大，电感本身的成本会上升，还会影响 VSC-HVDC 潮流的控制的灵活性。反之，若电感值很 小，则电流上升速度很快，对断路器开断电流的能力要求很高，开断过大电流的快速直流断路器 不仅难以制造，其成本也会过高。因此，需要选取适当的电感值，既可以抑制电流的上升速度， 同时混合式直流短路器能在保证 VSC-HVDC 的直流侧电压不严重跌落的情况下迅速开断直流侧 故障电流。能在 2ms 时间内开断电流的混合式直流断路器可以满足未来 VSC-MTDC 稳定运行的 要求[8]。 (2) 快速直流断路器的设计思路 由于 IGBT 开断电流的速度为微秒级，混合式直流断路器的开断的时间主要取决于内部的快 速隔离开关。 实现混合式直流断路器在 2ms 时间内开断电流的关键是设计制造出能在 2ms 内开断 的快速隔离开关，并且还需要保证快速隔离开关的耐压等级足够高。 基于电磁斥力操动机构的开关可以实现在几个 ms 内完成快速分闸。但电磁斥力随着作用距 离的增加会迅速衰减， 因此动、 静触头之间的行程较小， 电磁斥力机构的开关电压等级难以提高。 目前已有的国内外基于电磁斥力机构的开关电压等级一般为 10kV、24kV。但可以采用多个真空 断口串联的形式提高其整体的耐压等级。图 3.2.1 所示的是一个电磁斥力操动机构的线 双盘式线圈结构的电磁斥力机构真空开关 原理是：通过储能电容对合闸线圈和移动线圈或分闸线圈和移动线圈放电产生脉冲电流。由 于分、合闸线圈与移动线圈的电流方向相反，它们之间相互作用产生电磁斥力，分、合闸线圈位 置固定，斥力推动移动线圈运动。移动线圈和绝缘拉杆固定在一起，移动线 年中国电机工程学会直流输电与电力电子专委会学术年会论文集 杆运动实现真空灭弧室中动、静出头的快速分、合闸，一般为几个毫秒的时间。 4 4.总结和展望 为保证基于 VSC 的直流输电系统能稳定可靠运行， 需要有快速直流断路器能够迅速切除和隔 离直流侧故障点。 目前已有的弹簧机构或液压机构的机械式断路器开断电流的时间需要几十毫秒， 不能实现在几毫秒之内开断电流。高压固态开关可以实现在 1ms 内开断电流，然而其通态损耗很 大。 混合式直流断路器导通损耗小， 但其关键部件——快速隔离开关， 需要有非常迅速操动机构， 采用电磁斥力操动机构可以实现开关在 2ms 之内快速分闸， 但未来还需考虑如何提高其耐压等级。 参 考 文 献 [1] Offshore Electricity Grid Infrastructure in Europe，Final ReportOctober 2011. 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[8] J?RGEN H?FNER, BJ?RN JACOBSON, Proactive Hybrid HVDC Breakers - A key innovation for reliable HVDC grids,The electric power system of the future-Integrating supergrids and microgrids International Symposium in Bologna, Italy,13-15,Se-ptember 2011, pp 264~273. [9] MITSURU TSUKIMA, TOSHIE TAKEUCHI, KENICHI KOYA MA, and HAJIMU YOSHIYASU, Development of a High Speed Electromagnetic Repulsion Mechanism for High-Voltage VacuumCircuit Breakers, Electrical Engineering in Japan, Vol.163, No. 1, 2008, Translated from Denki Gakkai Ronbunshi, Vol 125-B, No. 9, September 2005, pp. 893–898. 作者简介： 张祖安（1989-），男，硕士研究生，研究方向为高电压与绝缘技术。 Email:. 519
